装配式钢筋混凝土剪力墙基础隔震结构受力性能试验研究*

耿 攀， 程 蓓,2， 雷远德

(1 北京建筑大学土木与交通工程学院， 北京 100044；2 北京未来城市设计高精尖创新中心， 北京 100044；3 中国建筑标准设计研究院有限公司， 北京 100048)

0 引言

预制装配式混凝土剪力墙(PCSW)结构由于其在高层住宅的应用和饱满的建设需求量，将是今后在多高层住宅建筑中具有广泛应用前景的结构形式。上下层预制墙之间的可靠连接是保证PCSW结构整体性能的关键因素。钱稼茹等[1-2]对竖向钢筋套筒浆锚连接(简称套筒连接)的预制剪力墙进行拟静力试验，试验结果表明：PCSW结构采用套筒连接可以有效传递竖向钢筋的应力，其破坏形态与现浇剪力墙(CSW)试件的破坏形态相同，两者的刚度与耗能能力相当。刘及进等[3]设计制作了五片足尺剪力墙试件，其中一片为现浇剪力墙，一片为采用套筒灌浆连接剪力墙，一片为采用预留孔浆锚搭接连接剪力墙，两片为采用混合连接剪力墙。通过拟静力试验研究和有限元模拟对其承载能力、延性、耗能、刚度退化性能进行了研究，结果表明：套筒灌浆连接可以更直接地传力，且构造与施工更为简便，但是对施工工艺要求更高，其水平接缝往往是抗裂的薄弱部位，螺纹质量和灌浆密实度对其受力性能影响很大。刘香等[4]对足尺PCSW试件进行拟静力试验，试验结果表明：竖向钢筋采用套筒灌浆连接可以较好地传递应力，预制装配式剪力墙试件滞回曲线的捏拢效应较现浇剪力墙试件更为明显，形状较饱满，展现出较好的耗能性能，当达到峰值荷载后，骨架曲线下降段平缓，延性较好，具有良好的抗震能力，二者承载力可等同设计。

常规PCSW结构在地震作用下，主要依靠结构构件连接处的损伤与结构构件损坏来消耗能量，其抗震性能与CSW结构相比基本相当[5]。在PCSW结构中设置耗能减震元件，或将PCSW结构设计成隔震结构，将有效提高预制钢筋混凝土剪力墙结构的抗震性能[6]。赖正聪等[7]对1/12.5缩尺基础隔震剪力墙结构进行振动台试验研究，试验结果表明：在8度小震、中震、大震作用下，基础隔震高层剪力墙结构整体以平动为主，侧向水平位移集中在隔震层，隔震支座不会出现拉应力，上部结构仍然处于弹性状态，结构不会发生倾覆，呈现出良好的抗震性能及较高的地震安全储备。王维等[8]对1/4缩尺预制混凝土剪力墙隔震结构进行振动台试验研究，试验结果表明：隔震层具有较小的水平刚度，降低了PCSW隔震结构的自振频率，提高了PCSW隔震结构的阻尼比，具有良好的耗能性能；PCSW隔震结构的加速度、层间位移、层间剪力的隔震效果明显，在罕遇地震作用下具有更好的隔震性能。

基于此，本文主要进行传统现浇混凝土剪力墙结构、套筒浆锚连接装配式混凝土剪力墙结构与套筒浆锚连接装配式混凝土剪力墙隔震结构三种结构类型在水平反复荷载作用下的塑性发展过程、裂缝开展规律、滞回性能、耗能能力等受力性能的比较研究，旨在为今后装配式混凝土剪力墙隔震结构的应用和设计提供依据。

1 试验概况

1.1 试验模型

试验模型以一栋高层钢筋混凝土剪力墙结构为原型，该建筑平面尺寸为55.2m×27.6m，层高2.8m，共40层，总高112m，结构高宽比为4.0；抗震设防烈度为8度(0.2g)，建筑结构等级为一级，场地类别为Ⅱ类。图1(a)，(b)为试验模型原型结构，图1(c)为隔震层平面布置图，隔震层与上部结构均平面对称规则布置。采用PKPM与ETABS软件建立弹性分析模型，并对其进行8度设防烈度下的基础隔震设计分析。该隔震结构设计各项指标均满足规范限值要求，为试验子结构提供设计依据。

图1 试验模型原型结构及隔震层布置

1.2 试件设计及制作

如图1(c)所示，选取原型结构底部3层的一跨剪力墙(虚线圈出部分)作为试验模型。共制作了3个3层剪力墙试件，缩尺比例为1/4，试件的整体性系数α[9]均为3.11，属于双肢剪力墙。试件编号为CSW-1，PCSW-1，PCSW-2，试件加工方法与竖向钢筋连接方式如表1所示，试件尺寸、配筋及部分构造详图见图2，3。试件顶部设置加载梁，以便施加往复水平荷载，下部设置地梁，墙肢两端均设置暗柱。试件PCSW-1，PCSW-2上下层相邻预制墙的竖向钢筋采用套筒浆锚连接，连接详图如图3(g)所示。套筒采用D-12半灌浆套筒，长度140mm，外径32mm，内螺纹孔深度19.5mm，灌浆端连接钢筋插入深度96～111mm。套筒埋置在各层预制墙底部，预制墙竖向钢筋深入套筒100mm；各层预制墙体之间留出20mm缝隙作为现浇带接缝，墙体接缝处表面凿毛，露出粗骨料。试件PCSW-2预制墙与地梁之间采用铅芯橡胶隔震支座连接。

试件加工方法与竖向钢筋连接方式 表1

图2 试件几何尺寸及配筋图

图3 试件截面尺寸、配筋及部分构造详图

1.3 材性试验

混凝土试块在养护28d后进行标准抗压强度材性试验，其实测性能指标见表2。钢筋留有同批次相应材料的钢筋试样，其实测性能指标见表3。

以隔震层刚度等效为原则，综合考虑原型结构中隔震层布置(图1(c))、铅芯橡胶隔震支座力学性能的稳定性以及实验室加载条件限制，本次试验隔震支座采用LRB500铅芯橡胶隔震支座，其基本参数见表4。

混凝土力学性能指标 表2

钢筋力学性能指标 表3

铅芯橡胶支座基本参数设计值 表4

1.4 加载装置及加载方案

分别对3个试件进行低周反复荷载试验，竖向荷载由2个2 000kN液压千斤顶提供，水平荷载由1个2 000kN伺服作动器提供。加载梁与竖向液压千斤顶之间设置刚度较大的钢制分配梁，使剪力墙产生均匀压应力，加载装置如图4所示。

图4 试验加载装置与测点布置

高层剪力墙结构底部三层处于较高轴压比状态，本文试验原型结构中底部三层剪力墙轴压均处于0.3～0.35范围内，综合考虑试验加载条件，本文试件剪力墙轴压比取0.3。试验时，首先通过2次加载将竖向荷载加至设计荷载并在试验过程中保持恒定不变。竖向荷载施加完毕之后，进行水平荷载的施加。试件CSW-1与PCSW-1加载制度采用荷载-位移角双控制，此处位移角为(测点W1水平位移-测点W2水平位移)/墙体高度计算所得(测点布置见图4(b))。荷载控制阶段：在试件达到屈服之前，采用荷载控制并分级加载，定义每级荷载增加100kN，循环往复1次。位移角控制阶段：当试件在试验过程监控的骨架曲线出现拐点时，记录此时的屈服位移角，并转变为位移角控制，按屈服位移角的倍数逐级递增，循环往复2次直至试件水平荷载下降到最大荷载的85%或试件破坏无法加载时，停止试验。试件PCSW-2加载制度采用荷载-位移角双控制，此处位移角为试件PCSW-2整体结构位移角，由(测点W1水平位移-测点W4水平位移)/(墙体高度+隔震层高度)计算所得；本文后续分析内容中试件PCSW-2上部结构位移角为(测点W1水平位移-测点W2水平位移)/墙体高度计算所得；隔震层位移为测点W3水平位移-测点W4水平位移计算所得。荷载控制阶段：在隔震支座达到屈服之前，采用荷载控制并分级加载，定义每级荷载增加65kN，循环往复1次。位移角控制阶段：当试件在试验过程监控的骨架曲线出现拐点时(隔震支座屈服后)，记录此时的屈服位移角，并转变为位移角控制，按屈服位移角的倍数逐级递增，循环往复2次直至试件水平荷载下降到最大荷载的85%或试件破坏无法加载时，停止试验。

1.5 量测内容

试验量测内容包括：1)剪力墙试件水平加载点处各级循环反复水平荷载作用下荷载-位移值；2)剪力墙试件各层接缝处下层墙顶与上层墙底在每级荷载作用下的位移，地梁的刚体位移；3)各层墙体底部纵向受力及分布筋的应变、水平分布钢筋应变、箍筋应变；4)记录与描绘裂缝开展的宽度和试件的破坏过程。

2 试验结果

2.1 试件破坏过程及破坏形态

试件破坏形态及裂缝分布如图5所示。可以看出试件CSW-1，PCSW-1与PCSW-2均属于弯剪型破坏。试件CSW-1与PCSW-1裂缝发展和破坏过程的共同特点为：首先2，1，3层连梁端部相继出现竖向弯曲裂缝，紧接着2，1，3层连梁相继出现剪切斜裂缝，墙肢底部出现水平弯曲裂缝；然后2层连梁端部纵筋屈服出现塑性铰；随着水平荷载的不断增加，1，3层连梁端部纵筋相继屈服出现塑性铰；当顶点位移角达到0.004rad时，试件PCSW-1左墙肢1，2层接缝处由于混凝土与灌浆料基体的材料性能和水化程度不同，界面层存在变形协调问题，在荷载和收缩作用下，出现贯通水平裂缝，发生一定程度的剪切滑移破坏[10]。当顶点位移角达到0.006rad时，试件PCSW-1右墙肢1，2层接缝处同样位置发生剪切滑移破坏，如图5(b)所示；在连梁端部塑性铰充分发展之后，试件墙肢底部受拉纵筋屈服形成塑性铰；墙肢纵筋屈服后，随着荷载的逐渐增大，墙肢出现剪切斜裂缝，进而试件两边墙肢外侧暗柱内混凝土均被压碎，墙肢剪切斜裂缝不断发展、宽度不断增大；达到极限荷载之后，受压端墙肢暗柱两根钢筋被压弯，墙肢混凝土大面积剥落，露出墙肢1层中部水平分布钢筋与暗柱内箍筋，水平承载力迅速下降，试件宣告破坏，加载结束。最终破坏形态及裂缝发展状态对比见图5(d)，(e)。试件CSW-1与PCSW-1均属脆性破坏，其峰值荷载分别为1 028.04kN和1 100.45kN。

图5 试件破坏形态及裂缝分布

试件PCSW-2裂缝发展为：在1，2，3层连梁端部相继出现竖向弯曲裂缝，紧接着在1，2，3层连梁相继出现剪切斜裂缝。随后1层连梁端部纵筋屈服出现塑性铰。随着水平荷载的不断增加，塑性铰相继出现在2，3层连梁端部；在连梁端部塑性铰充分发展之后，1，3层墙肢出现剪切斜裂缝。隔震支座在试验过程中形态变化如图6所示，当顶点位移角达到0.048rad时(上部结构位移角为0.002 3rad)，隔震支座达到100%剪应变状态。当顶点位移角达到0.074rad时(上部结构位移角为0.005 4rad)，隔震支座达到150%剪应变状态。试验过程中隔震支座上下封板与橡胶外表面未见明显损伤。隔震支座为试件PCSW-2主要耗能构件，隔震层水平变形在总水平变形中占主要比例，具有优越的耗能能力，从而减轻了上部结构破坏损伤，有效避免了上部装配式混凝土剪力墙结构在接缝处出现水平剪切滑移破坏。

图6 隔震支座各阶段形态图

试件CSW-1破坏最为严重，裂缝几乎布满整个试件。其次为试件PCSW-1，其裂缝分布与试件CSW-1相比较少。试件PCSW-2破坏程度最轻，其裂缝主要分布在各层连梁，而墙体裂缝分布较少。

表5为试件主要特征点试验结果(荷载及位移角)，试件PCSW-1相比试件CSW-1，峰值荷载提高约12.5%，并且屈服位移角、峰值位移角及极限位移角均不小于试件CSW-1，说明采用套筒连接的装配式双肢剪力墙承载能力与变形能力较现浇整体式双肢剪力墙均有小幅提升，符合等同现浇的设计理念范畴。试件PCSW-2整体的屈服位移角、开裂位移角、极限位移角均显著大于试件PCSW-1。试件PCSW-1极限位移角为0.008 8rad，试件PCSW-2极限位移角高达0.08rad，表明增加隔震层后，试件整体结构的变形能力有显著提升。

试件主要特征点试验结果 表5

2.2 滞回曲线

滞回曲线采用荷载-位移角的关系描绘，如图7所示。试件CSW-1与PCSW-1开始加载至试件开裂前，滞回曲线呈较细长的“梭形”，加载与卸载曲线基本重合且为一条直线，残余变形很小，试件处于弹性阶段；试件开裂后至屈服前阶段，滞回环狭窄细长，包围的面积较小，耗能较少，试件刚度退化较小；试件屈服后，随着荷载和顶点位移角的不断增大，裂缝逐渐增多，裂缝宽度逐渐加大，混凝土损伤较大，试件刚度退化明显，曲线逐渐向X轴偏移，卸载后存在很大的塑性变形，滞回环面积逐渐加大，耗能增加，试件进入塑性变形阶段。

图7 试件的滞回曲线

3个试件滞回曲线均呈“梭形”，试件CSW-1滞回曲线狭窄细长，循环次数较少，表明现浇整体式双肢剪力墙抗震结构变形能力与耗能能力较差；试件PCSW-1在往复水平荷载作用下，结构会沿着水平接缝结合面发生滑移。在粗糙的界面构造下，由于滑移过程中钢筋内沿着钢筋轴线方向存在拉应力，将会在混凝土界面上产生相应的压应力，这种压应力将导致接缝结合面产生较大摩擦力[11]，由于摩擦力的作用导致结构总耗能增大，滞回曲线较饱满，表明采用套筒连接的装配式双肢剪力墙变形能力与耗能能力较好；试件PCSW-2滞回曲线最为饱满，与试件CSW-1，PCSW-1的滞回曲线形成了鲜明的对比，直观地说明了采用套筒连接的装配式钢筋混凝土双肢剪力墙隔震结构具有较好的变形能力与耗能能力。

2.3 骨架曲线

图8为各试件的骨架曲线对比。由图中可以看出：试件CSW-1，PCSW-1与PCSW-2正向加载与反向加载的滞回曲线较对称，但试件PCSW-2上部结构正向加载与反向加载的骨架曲线不对称，反向加载作用下，试件的刚度要小于正向加载时的刚度，这是由隔震支座竖向变形所致。反向加载时，其最左侧隔震支座处于受拉状态，其余隔震支座均处于受压状态，且压缩位移从左至右逐渐增大，即隔震层发生了转动，导致上部结构发生了一定的刚体转动[12-14]。但正向加载时只有当上部结构位移角大于0.003rad时(顶点位移角大于0.056rad)，四个隔震支座才会由于竖向变形不均匀导致隔震层呈转动状态，因此上部结构实测刚度要低于正向加载时的刚度。

图8 试件的骨架曲线

试件CSW-1与PCSW-1的骨架曲线共同点为均没有明显的下降段，水平荷载达到峰值后试件便失去承载力，破坏为脆性破坏。

2.4 刚度退化

采用割线刚度来描述双肢剪力墙试件在低周反复荷载作用下的刚度衰减情况。图9为试件的刚度退化曲线。

图9 试件的刚度退化曲线

各试件的刚度衰减趋势大致相同，3个试件在试验过程中随着位移角的增大，刚度持续退化。从加载初期到开裂过程中刚度衰减最为明显，试件开裂到屈服过程中刚度衰减较快，屈服以后刚度衰减开始减慢。试件刚度随裂缝的发展而逐渐降低，而裂缝在试件屈服以前发展较快，裂缝的大体分布也在屈服以前形成，屈服以后新裂缝出现较少。

2.5 耗能能力

根据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)[15]规定的计算方法，计算得到试件CSW-1，PCSW-1与PCSW-2的能量耗散系数E分别为0.56，0.67和1.28。试件PCSW-1的耗能能力略高于试件CSW-1，而试件PCSW-2的耗能能力远远大于其余两个试件。结果表明增加隔震支座对双肢剪力墙的耗能能力影响较大，隔震层由于其水平刚度较低可以充分进行耗能。

图10为试件耗能(滞回环面积)与位移角的关系曲线。在位移角较小阶段(未达到0.2%)，3个试件的上部结构耗能能力无显著差别。随着位移角的增大，试件PCSW-1与PCSW-2的上部结构耗能能力相比试件CSW-1略有增大。当位移角大于0.5%后，试件CSW-1即将达到极限位移角，其耗能能力不再提升。与此同时，试件PCSW-1的上部结构耗能能力最好，显著高于其他两个试件。试件PCSW-2总耗能远高于试件CSW-1与PCSW-1，其主要由隔震层耗能。

图10 试件耗能与水平位移角关系曲线

2.6 隔震支座竖向变形

图11为各隔震支座竖向变形与顶点位移角关系曲线。初始阶段：由于轴力以及重力的作用，隔震支座均处于受压状态，两端支座竖向位移为-0.3mm，跨中支座竖向位移为-0.4mm。往复荷载阶段：1)正向加载时，隔震支座均处于竖向受压状态，最右侧支座压缩变形逐渐减小，其余三个支座压缩变形均逐渐增大；当顶点位移角达到0.002 8rad时，最右侧隔震支座处于临界提离受拉界限状态，支座由受压向受拉状态转变；随着顶点位移角的增加，最右侧隔震支座处于受拉提离状态，当顶点位移角超过0.056 4rad时，竖向压缩变形由左至右依次增大。2)负向加载时，隔震支座依旧均处于竖向受压状态，竖向压缩变形由左至右依次增大，上部结构发生一定程度的刚体转动；当隔震支座屈服后，最右侧隔震支座竖向压缩变形逐渐减小；当顶点位移角达到0.030 8rad时，最左侧隔震支座由受压向受拉状态转变，隔震支座处于临界提离受拉界限状态；随着顶点位移角的增加，最右侧隔震支座处于受拉提离状态，且提离高度随位移角的增大而增大。

图11 各隔震支座竖向变形情况

3 结论

对采用套筒浆锚连接的PCSW隔震结构、采用套筒浆锚连接的PCSW抗震结构、传统现浇剪力墙抗震结构进行拟静力试验，得出以下结论：

(1)采用套筒浆锚连接的装配式双肢剪力墙试件PCSW-1与现浇整体双肢剪力墙试件CSW-1的破坏形态基本相同，均表现出2，1，3层连梁纵筋相继屈服，其次相应连梁箍筋屈服，然后墙肢边缘约束竖向钢筋屈服、受压区底部混凝土压碎的弯剪破坏形态。试件PCSW-2连梁屈服顺序与其他两个试件不同，为1，2，3层连梁相继屈服，其破坏形态同样为弯剪破坏。

(2)采用套筒浆锚连接的装配式双肢剪力墙试件PCSW-1的1，2层墙肢接缝处出现水平贯通裂缝，发生剪切滑移破坏。由于滑移的因素导致其整体结构耗能增大，滞回曲线较饱满，其耗能大于现浇整体双肢剪力墙试件CSW-1。

(3)采用套筒浆锚连接的装配式双肢剪力墙隔震试件PCSW-2总耗能远远大于试件CSW-1与PCSW-1，隔震层为其主要耗能构件。其破坏模式为1，2，3层连梁纵筋率先屈服，其次相应连梁箍筋屈服。